第4章 带长管道负载敏感系统的试验研究.docx
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第4章带长管道负载敏感系统的试验研究
第四章带长管道负载敏感系统的试验研究
4.1引言
科学研究的起点是科学问题,本章试图通过进行部分的实验,对负载敏感系统中存在的管道效应获得一些初步的感性认识。
并从中发现问题,以确定今后理论研究的方向。
本章首先介绍了试验系统的构成,并确定试验方案,明确试验目的。
在此基础上进行对负载敏感系统中的管道问题做了初步的试验研究。
4.2试验系统介绍
本课题的所有试验都是在“负载敏感及功率回馈试验台”上完成的,此台架为一模拟工程机械液压系统的综合性试验平台。
利用此试验平台,能够实现阀控缸、阀控马达、泵控缸、泵控马达,原动机的变频控制以及负载敏感多路控制系统的试验研究。
试验台原理图及操作面板见附录1及附录2。
此系统的构成比较复杂,以下是对其液压回路和测控系统的简单介绍。
4.2.1液压回路
1).组成部分
此试验台的油源部分由控制泵装置、循环泵装置、各泵压力控制块、冷却器、加热器、滤油器以及高位油箱组成的。
液压动力源由两部分构成,第一部分为由带电子油门控制的柴油机及电动机作为原动机、以变量泵为主泵的液压动力源,第二部分为由变频电动机作为原动机、以定量泵为主泵的液压动力源。
控制部分由比例伺服阀、电液比例多路阀以及进行油路切换用二通球阀、三通球阀组成的。
管道部分分为四组。
每组由六根长度为6米内径12毫米的钢管组成,由置于管道两端的连接块将其连接为一根长度为36米的管道。
其中两组位于多路阀与液压缸之间,另外两组位于多路阀与变量泵之间。
此试验台有三套执行机构,其中两个为直线运动的单出杆液压缸,其行程为1.5米,每只液压缸内安装一根磁致伸缩线性位移传感器。
此传感器既可提供位移输出亦可提供速度输出。
另一个为回转运动的定量马达。
与执行机构相对应,加载系统也由三部分构成。
第一部分为由双向定量泵、回转惯量组以及电液比例加载阀块组成的回转运动加载机构部分。
第二部分为由加载液压缸、分片重块、滑轮机构以及电液比例加载阀块组成的直线运动加载部分,其中分片重块为圆形重块,总重量为1吨,分成15片,其中100kg5块,50kg10块。
第三部分为由加载液压缸、惯性块以及与两个动力源相连接的电液比例伺服阀构成。
构成惯性块的条形重块总重量为1吨,分成一块底座重200kg,32块分片重块,每块重25kg。
前两个加载系统为被动加载方式,最后一个加载系统为主动加载方式,其加载特性由程序灵活决定。
2)可实现的基本回路
通过切换二通、三通球阀,此试验台可以由上述部分组合为不同试验回路,具体有以下的几种组合情况:
1.变量泵、多路阀、马达
2.变量泵、多路阀、液压缸A
3.变量泵、多路阀、液压缸B
4.定量泵、伺服阀A、液压缸A
5.定量泵、伺服阀B、液压缸B
6.定量泵、伺服阀A、马达
对前三种由变量泵作为油源的情况而言,根据连接油源、多路阀、执行机构之间的管道长短,每种回路又存在以下四种情况。
1.变量泵与多路阀之间、多路阀与执行机构之间均为短管道。
2.变量泵与多路阀之间为长管道,多路阀与执行机构之间为短管道。
3.变量泵与多路阀之间为短管道,多路阀与执行机构之间为长管道。
4.变量泵与多路阀之间、多路阀与执行机构之间均为长管道。
4.2.2测控系统
试验装置测试系统为用户提供了用于电压测量、压力测量、流量测量、液压缸位移测量、扭矩测量的A/D输入通道和用于系统控制的D/A输出通道。
试验系统的各个被测压力、变量泵输出流量、液压缸位移、变量泵输入扭矩、转速、惯性轴负载扭矩、转速等参数可在仪表面板上实时显示,各比例多路阀、比例伺服阀、液压缸和马达加载阀、变量泵排量、等可由D/A输出信号控制。
测试系统的硬件包括工业控制计算机、测量传感器、数字显示仪表、输入信号隔离与处理、A/D转换器、D/A转换器、输出信号隔离与调理等功能单元。
本实验中需要采集压力、流量、位移信号,下面详细介绍这三个量的测量与显示原理及数据采集系统。
1)压力测量与显示
测试系统有9个压力测量点,用来测量被试液压系统中各相应油口的压力,各压力测量通道的结构相同,见图4-1。
图4-1压力测量与显示
压力传感器将被测压力变换成电压信号,分两路送至数字电压表和信号处理与隔离电路。
数字电压表用于实时显示被测压力值,其读数由读数校准电位器调整。
信号处理与隔离电路的输出与数据采集系统的A/D转换器相连。
本试验台采用的压力传感器为压阻式压力传感器,其量程为30MPa,线性度误差为0.3%FSR,频宽为1KHz,输出电压范围为1~5V。
2)流量测量与显示
变量泵输出流量的测量与显示通道如图4-2所示,齿轮马达流量传感器将被测流量转换成脉冲信号,该脉冲信号经流量计算议运算后显示流量值,同时,流量积算仪通过模拟输出端口将电压信号送至信号处理与隔离电路,与数据采集系统的A/D转换器相连。
其量程为:
0.1~150L/min,测量精度为<±0.3%,耐40MPa高压,动态响应:
50ms
图4-2流量测量与显示
3)位移测量与显示
液压缸位移由内置式磁致伸缩位移传感器进行测量,其结构见图4-3。
图4-3位移测量与显示
磁致伸缩位移传感器和信号处理电路将被测液压缸活塞杆的位移变换成电压信号,分两路送至数字电压表和信号处理与隔离电路。
数字电压表用于实时显示被测位移值,其读数由读数校准电位器调整。
信号处理与隔离电路的输出与数据采集系统的A/D转换器相连。
其量程为0~1500mm,测量精度为<±0.05%FSR,频宽为100Hz,模拟输出电压为0~10V。
4)电压测量
电压输入通道将被测电压信号直接送至信号处理与隔离电路,与数据采集系统的A/D转换器相连。
本系统设有两路电压输入通道U1、U2,可用于测量其他形式的输入电压信号。
电压输入技术指标:
输入量程:
±10V频宽:
2.4KHz
输入阻抗:
2MΩ
信号处理与隔离技术指标:
输出电压范围:
±10V隔离电压:
1000VDC
精度:
±0.1%FRS频宽:
2.4KHz
压力、位移、流量、电压输入量程:
±10V
转速输入量程:
±5V
5)D/A输出
D/A输出由数据采集系统中的D/A转换器产生电压信号,经信号处理与隔离电路送至各比例多路阀放大器、比例伺服阀放大器、液压缸和马达加载阀放大器、变量泵排量控制放大器、柴油机转速控制器、变频器的输入端。
当上述放大器或控制器的调节模式通过旋钮设定为电调模式时,可以通过D/A输出来控制各相应的执行器工作。
其输出电压为±10V,输出阻抗<50Ω,最大驱动电流为10mA,频宽为2.4KHz。
6)数据采集系统
数据采集系统由AXIOM公司AX6156工控机和研华公司PCL-818HGA/D卡、PCLD-8115端子板、PCL-727D/A卡、PCLD-880端子板组成,用于被测信号的采集、处理和测试过程控制。
4.2.3试验系统的改造
由于本课题所采用的试验台架-“负载敏感及功率回馈试验台”,为一通用试验台。
在某些细节上不能满足本课题的试验要求。
因此,作者对其进行了如下改造:
1)原回路中所提供的负载敏感反馈管道为钢管,而工程机械中,常常采用高压软管作为反馈管道。
另外,只提供了一种管道内径,一种管道长度,不利于考察管道长度和内径的变化带来的影响。
因此,作者为其增置了一套软管作为压力反馈管道,可以十分方便地修改管道的长度。
软管通径有6毫米和12毫米两种。
2)原回路中所提供的变量泵具有恒功率、恒压力和比例变排量功能,没有负载敏感功能。
无法进行机液反馈负载敏感系统试验。
因此,作者为此变量泵增加了一负载敏感模块,使变量泵的输出流量和输出压力均能适应负载的要求变化而变化。
3)原回路中所提供的多路阀接口模块中具有一个三通流量调节阀,此阀适用于与定量泵组成开式负载敏感回路。
而本课题研究的主要对象是闭中心负载敏感回路,必须使此阀无效。
作者通过加工一顶杆替代阀中弹簧,使此阀的阀口始终处于关闭状,丛而使此阀处于无效状态,解决了多路阀的负载敏感问题。
4)原回路中所提供的部分压力传感器安装位置与测压点之间通过一条细长管道相连,这样就降低了压力传感器所能感受到的压力变化频率范围,不利于本课题对流体管道内高频脉动流信号进行测量。
作者通过加工过渡接头,使压力传感器安装位置与测压点之间距离缩短到最小,提高了压力测量的准确性和可靠性。
4.2.4数据采集及处理程序
试验系统中所有来自传感器的信号都通过隔离放大器接至研华公司PCL-818HGA/D卡的输入接口上,而所有电-机械转换器的控制信号均来自于系统中配置的输出控制模块PCL-727D/A卡。
这样就可以通过编制程序采集到系统各处压力、流量的变化曲线。
同时,采用适当的控制算法根据系统目前状态计算控制量,并通过D/A卡控制电液控制系统的行为方式。
作者编制了两套程序分别用于研究基于液压管道反馈的负载敏感系统以及基于电反馈的负载敏感系统。
图4-4和图4-5给出了其程序流程。
基于液压管道反馈的负载敏感系统中,反馈信号的传递是采用液压管道实现的,相应的程序仅对系统中各处11个通道的压力及流量信号进行采样,为了保证采样的实时性和准确性,程序利用了采集模块所提供DMA传输功能,这样数据的采集、存储和显示就能同时进行。
基于电反馈的负载敏感系统中,首先由传感器获得负载及管内压力变化的信息,然后通过一定的控制算法计算出控制液压源行为的负载敏感信号。
可见,为了研究电液负载敏感系统,程序在原有功能的基础上要增加根据系统当前状态变量计算控制变量的子程序以及输出控制量的子程序。
4.3试验方案
4.3.1试验目的
考察不同的管道参数下,负载敏感系统静动态特性的变化。
4.3.2激励信号
为了考察负载敏感系统的动态特性,必须给处于某一稳定状态下的系统施加一个激励信号。
激励信号通常有三种:
脉冲信号、阶跃信号及正弦波。
本试验采用阶跃信号作为激励信号。
图4-4机液负载敏感系统测试程序流程图
图4-5电液负载敏感系统测试程序流程图
4.3.3试验回路
本试验将采用前面所介绍的试验系统中的变量泵、多路阀、液压缸A及长(短)管道构成单路负载敏感系统。
试验时可以通过切换截止阀的导通状态改变主油路管道长度,在两种主油路长度情况下,可以接入不同长度、不同内径的反馈油管来考察反馈管路的影响。
试验时所采用的回路简化原理图如图4-6所示。
图4-6试验原理图
4.3.4试验时可改变的系统参数
为了全面考察参数变化给负载敏感系统带来的影响,试验时尽可能的采用了多种不同管道参数及其他系统参数。
本试验系统中可改变的参数有:
1)阶跃激励信号的初始状态及幅值;
2)重力负载及恒力负载的大小;
3)反馈管道的长度及内径;
4)主油路(进油管路及回油管路)的长度;
5)负载敏感模块中弹簧的预紧力,即稳定状态下,泵出口压力与负载压力的差值;
6)变量泵上的可调阻尼,改变负载敏感泵的响应速度;
4.4试验结果与分析
作者按以上所制定的试验方案,改变各种系统参数,对传统的机液负载敏感系统做了详细的试验研究,本小节给出所有的试验结果,并对其进行了初步的分析,得到一些结论,对进一步的理论研究和实践有着重要的指导意义。
4.4.1变量泵可调参数的影响
图4-7给出了负载敏感变量泵的原理图,由此图可以看出,泵上可供调节的参数包括一个旁路阻尼孔和负载敏感模块上的弹簧预压缩量。
图4-7负载敏感变量泵工作原理图
1)弹簧预紧力的影响
负载敏感模块上的弹簧预紧力决定了泵出口压力与负载压力之间的差值,弹簧预紧力越大,这个压差就越大。
图4-8是在不同的弹簧预紧力条件下(图中曲线1.4.2MPa2.3.35MPa3.2.3MPa),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路长度8米,内径12毫米;回油管路长度8米,内径12毫米;反馈管路长度10米,内径10毫米;阶跃信号起始点在600毫秒处。
(a)泵出口压力阶跃响应
(b)泵出口流量的阶跃响应
(c)多路阀P口的压力阶跃响应
(d)液压缸无杆腔压力阶跃响应
(e)多路阀负载敏感口压力阶跃响应
(f)负载速度阶跃响应
图4-8弹簧预紧力的影响
1.4.2MPa2.3.35MPa3.2.3MPa
由以上试验结果可以看出,随弹簧预紧力的增加,阶跃响应速度增加。
在原始状态下,阶跃响应的起始段响应很慢,存在很大的滞后。
通过增加弹簧预紧力,曲线2的上升段有了很大改善,继续增加弹簧预紧力,使压差达到4.2MPa,这时所测得的阶跃响应曲线1在上升时间方面没有太大改善。
对这种现象可以做如下解释,试验所采用的负载敏感泵的控制油来自于泵的出口。
当多路阀处于中位时,其负载敏感口的反馈压力为零,此时泵出口压力完全取决于弹簧预紧力,当预紧力较小时,控制油压力不足,变量泵的变量结构响应缓慢,导致整个负载敏感系统响应滞后。
当压力超过3.3MPa时,预紧力继续增加,系统阶跃响应的速度变化不甚明显。
因此,对于内控制式负载敏感变量泵而言,其弹簧预紧力应高于某一值,以保证其中位时的响应速度。
对比图4-8(d)和图4-8(e),可以看出,在弹簧预紧力调至4.2MPa后,液压缸无杆腔压力(即负载压力)的阶跃响应在1000毫秒处即可到达最大值,而多路阀负载敏感腔压力的阶跃响应则在2000毫秒处才达到最大值。
这主要是由于,多路阀内部采用机液负载检测机构造成的,例如负载腔与敏感腔之间存在一个阻尼孔,当敏感腔容积较大时,就限制了其压力飞升速率。
另外,负载信号的获取是通过一个梭阀网络对比各支路上的负载压力,取其中最大者作为负载压力信号。
由于梭阀本身的启闭特性,导致了负载信号不能及时传递。
由此可以看出,当弹簧预紧力调至某一值后,多路阀负载敏感腔能否及时地反映负载压力的变化成为制约系统阶跃响应速度的主要因素之一。
另外,由图4-8(a)(b)(c)可以看出,泵出口的压力和流量以及多路阀P口的压力阶跃响应均有不同程度的振荡现象。
其振荡幅值随弹簧预紧力的增加有所减小。
同时,有图4-8(d)(e)(f)可以看出,液压缸有杆腔压力、多路阀负载敏感口压力以及负载速度阶跃响应曲线并没有太大振荡。
这主要是由于多路阀内部每一联均配置了一个二通压力补偿阀,保持主阀口两端的压差在一定范围内不随负载压力及P口压力的变化而变化。
因此,由变量泵、泵出口管路及压力补偿阀所构成的子系统参数配置不当,稳定性差,是造成振荡的根本原因。
可以通过适当调整变量泵参数,或者配置合适的管道来消除振荡。
接下来我们将研究变量泵的另外一个可调参数-旁路阻尼对系统性能的影响。
2)旁路阻尼孔的影响
由图4-7负载敏感液压泵的原理图可以看到,无论负载敏感阀处于右位(泵排量减小)还是处于左位(泵排量增加),变量活塞无杆腔的压力都是由负载敏感阀上的可变节流孔以及通向油箱的固定节流孔组成的C型液桥所控制,如果没有固定节流孔,则由负载敏感阀上通往泵出口和通往油箱的两个控制边形成的两个可变节流孔构成A型半桥来控制变量活塞无杆腔的压力。
显然后者增益更大,灵敏度更高,因而稳定性较前者差。
通过在一定范围内调节固定节流孔的参数,可以提高泵的稳定性。
图4-9给出了不同旁路阻尼孔参数情况下(图中曲线1.阻尼孔径大2.阻尼孔径中3.阻尼孔径小),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路长度8米,内径12毫米;回油管路长度8米,内径12毫米;反馈管路长度10米,内径10毫米;阶跃信号起始点在600毫秒处;负载敏感阀上弹簧预紧力所确定的泵出口压力与负载压力的压差为2.7MPa。
(a)负载敏感变量泵出口压力阶跃响应
(b)多路阀P口压力的阶跃响应
(c)变量泵出口流量的阶跃响应
(d)液压缸无杆腔压力阶跃响应
(e)多路阀负载敏感口压力阶跃响应
(f)液压缸有杆腔压力阶跃响应
(g)负载速度阶跃响应
图4-9旁路阻尼的影响
1.阻尼孔径大2.阻尼孔径中3.阻尼孔径小
由图4-9(a)(b)(c)的试验结果可以看到,随旁路阻尼孔孔径的增加,变量泵出口压力及出口流量的阶跃响应振荡幅值、调整时间显著减少,即变量泵的稳定性得到了提高。
同时,由图4-9(d)(e)(f)所示的液压缸两腔压力、多路阀负载敏感腔压力以及负载速度的阶跃响应可以看到,这些状态变量的阶跃响应特性没有太大变化。
因此,在一定范围内调节旁路阻尼参数能有效提高系统的稳定性。
4.4.2反馈管道参数的影响
通过上一节对变量泵可调参数的研究可以发现。
当变量泵参数调至接近最优状态时,制约系统阶跃响应速度进一步提高的主要因素变为负载信号的获取及传递机构。
传统负载敏感系统中,负载敏感信号的获取是由一组梭阀网络对各路负载信号进行比较,取出其中最大者而实现的,负载信号的传递是由一个固定阻尼和一根反馈管道组成。
本节将从试验的角度,详细研究传统方法下,反馈管道的长短以及通径对系统动态特性的影响。
1)反馈管道长度的影响
图4-10给出了不同反馈管道长度的情况下(图中曲线1.10米2.25米3.50米),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路长度8米,内径12毫米;回油管路长度8米,内径12毫米;反馈管路内径6毫米;阶跃信号起始点在600毫秒处;负载敏感阀上弹簧预紧力所确定的泵出口压力与负载压力的压差为3.8MPa。
(a)变量泵出口压力的阶跃响应
(b)多路阀P口的压力阶跃响应
(c)液压缸无杆腔压力阶跃响应
(d)多路阀负载敏感口压力阶跃响应
(e)变量泵负载敏感口压力阶跃响应
(f)变量泵出口流量阶跃响应
(g)负载速度阶跃响应
图4-10反馈管道长度的影响
1.10米2.25米3.50米
由图4-10(a)(b)可以看到,随反馈管道长度的增加,泵出口压力和多路阀P口压力的阶跃响应上升时间明显增加,与反馈管道的长度成正比。
当反馈管道长度等于50米时,阶跃响应上升时间为2s,而反馈管道长度为10米时,阶跃响应上升时间为0.8s。
可见反馈管道的长度严重影响了负载敏感系统的响应速度。
图4-10(c)(d)(e)的试验结果表明了负载反馈信号的传递过程,图(d)所示的阶跃响应相对于图(c)而言,阶跃响应的上升时间随管道长度的增加明显减慢。
这可以被认为是由于随管道长度增加,负载敏感腔的容积增加,因而导致了压力飞升速度降低。
进而,对比图(e)和图(d)的压力阶跃响应可以看到,图(d)的压力阶跃响应存在一个纯滞后时间,而滞后时间亦正比于管道长度,这主要是由于压力波由多路阀负载敏感口通过反馈管道传递至变量泵负载敏感口需要一定时间造成的。
所需要的时间近似等于管道长度除以压力波传递速度。
基于以上分析可以知道,反馈管道长度增加造成系统阶跃响应滞后主要有以下两个原因,第一是由于反馈管道容腔增加导致压力飞升速度降低,第二是压力波在管内的传递时间与管道长度成正比。
2)反馈管道内径的影响
图4-11给出了不同反馈管道内径的情况下(图中曲线1.4毫米2.12毫米),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路长度8米,内径12毫米;回油管路长度8米,内径12毫米;反馈管路长度50米;阶跃信号起始点在600毫秒处;负载敏感阀上弹簧预紧力所确定的泵出口压力与负载压力的压差为3.8MPa。
(a)变量泵出口压力阶跃响应
(b)多路阀P口压力阶跃响应
(c)液压缸无杆腔压力阶跃响应
(d)多路阀负载敏感腔压力阶跃响应
(e)变量泵负载敏感口压力阶跃响应
(f)变量泵出口流量阶跃响应
(g)负载速度阶跃响应
图4-11反馈管道内径的影响
1.4毫米2.12毫米
由图4-11的试验结果可以看出,随反馈管道的内径增加,阶跃响应的速度大幅度下降。
这是由于反馈管道的容腔体积与内径的平方成正比,容腔随内径的增加而急剧增加,从而降低了负载反馈管道内的压力飞升速率,进而影响了整个系统的响应速度。
那么是否内径越小越好呢?
答案显然是否定的。
当内径过小时,液感过大,同样也会降低负载信号的传递速度。
因此,负载反馈管道内径的选取需要进行优化。
4.4.3进油管道参数的影响
当执行机构与液压源之间的距离较远时,控制阀与油源之间进油管道和回油管道的长度必然增加。
本节将从试验角度研究这两段管道长度的增加对负载敏感系统动态特性的影响。
由于试验条件所限,管道长度只有8米和50米两种。
图4-12给出了两种进油管道和回油管道长度的情况下(图中曲线1.10米2.50米),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路内径12毫米;回油管路内径12毫米;反馈管路内径6毫米,长10米;阶跃信号起始点在600毫秒处;负载敏感阀上弹簧预紧力所确定的泵出口压力与负载压力的压差为3.8MPa。
(a)变量泵出口压力阶跃响应
(b)多路阀P口的压力阶跃响应
(c)液压缸无杆腔压力阶跃响应
(d)多路阀负载敏感口压力阶跃响应
(e)变量泵出口流量阶跃响应
(d)负载速度的阶跃响应
图4-12进油管道和回油管道长度的影响
1.10米2.50米
由图4-12(a)(b)(e)可以看到,当进油回油管道长度为10米的情况下,变量泵出口压力,多路阀P口的压力以及变量泵出口的流量阶跃响应出现明显的振荡。
而当管道长度为50米的情况时,阶跃响应的振荡次数明显下降,有较好的稳定性。
进而,由图4-12(c)(d)可以看到,无论是短管道的情况,还是长管道的情况,液压缸无杆腔(即多路阀A口)和多路阀的负载敏感口压力阶跃响应均无明显的振荡。
由此可见,振荡是由于进油管道与负载敏感泵所构成的子系统参数不匹配造成的,可以通过改变管道参数或调整变量泵的参数来解决此子系统的振荡问题。
由图4-12(b)(e)(d)可以看到,在长管道情况下,变量泵出口流量以及负载速度的阶跃响应相对于短管道的情况而言均出现了一定程度的滞后。
另外,负载敏感多路阀P口的压力阶跃响应在长管道的情况下比短管道的情况下也有明显的滞后,但由图4-12(a)可以看到,在两种情况下,变量泵出口压力的阶跃响应就响应速度而言差别很小。
由此可知,变量泵出口流量、负载的速度以及负载敏感多路阀P口的压力阶跃响应的滞后是由于管道长度增加时,管内流体加速较慢造成的。
综上所述,进油管道的参数的选择不仅会影响系统的响应速度而且会影响系统的稳定性。
当负载敏感泵的参数一定时,进油管道参数的选择与系统阶跃响应的快速性和稳定性之间、定性或者定量关系是下一步进行理论研究的目标。
4.4.4反馈管道中含气量的影响
当反馈管道中混入空气时,油液的有效弹性模量将大幅度下降。
这必然会影响负载信号的传递与反馈。
图4-13给出了反馈管道排气前和排气后两种情况下(图中曲线1.反馈管道排气后2.反馈管道排气前),给多路阀A放大板输入一个完全相同的阶跃电压信号后,负载敏感系统中部分状态变量的阶跃响应的对比。
试验时,系统其他参数如下。
进油管路内径12毫米,长50米;回油管路内径12毫米,长50米;反馈管路内径6毫米,长50米;阶跃信号起始点在600毫秒处;负载敏感阀上弹簧预紧力所确定的泵出口压力与负载压力的
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- 第4章 带长管道负载敏感系统的试验研究 管道 负载 敏感 系统 试验 研究